INDICE
4.1. COSTRUZIONI DI CALCESTRUZZO

4.2. COSTRUZIONI DI ACCIAIO

4.3. COSTRUZIONI COMPOSTE DI ACCIAIO - CALCESTRUZZO
4.3.1. VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA
4.3.1.1 STATI LIMITE ULTIMI
4.3.1.2 STATI LIMITE DI ESERCIZIO
4.3.1.3 FASI COSTRUTTIVE
4.3.2. ANALISI STRUTTURALE
4.3.2.1 CLASSIFICAZIONE DELLE SEZIONI
4.3.2.2 METODI DI ANALISI GLOBALE
4.3.2.2.1 Analisi lineare elastica
4.3.2.2.2 Analisi plastica
4.3.2.2.3 Analisi non lineare
4.3.2.3 LARGHEZZE EFFICACI
4.3.2.4 EFFETTI DELLE DEFORMAZIONI
4.3.2.5 EFFETTI DELLE IMPERFEZIONI
4.3.3. RESISTENZE DI CALCOLO
4.3.3.1 MATERIALI
4.3.3.1.1 Acciaio
4.3.3.1.2 Calcestruzzo
4.3.4. TRAVI CON SOLETTA COLLABORANTE
4.3.4.1 TIPOLOGIA DELLE SEZIONI
4.3.4.2 RESISTENZA DELLE SEZIONI
4.3.4.2.1 Resistenza a flessione
4.3.4.2.1.1 Metodo elastico
4.3.4.2.1.2 Metodo plastico
4.3.4.2.1.3 Metodo elasto-plastico
4.3.4.2.2 Resistenza a taglio
4.3.4.3 SISTEMI DI CONNESSIONE ACCIAIO-CALCESTRUZZO
4.3.4.3.1 Connessioni a taglio con pioli
4.3.4.3.1.1 Disposizione e limitazioni
4.3.4.3.1.2 Resistenza dei connettori
4.3.4.3.2 Altri tipi di connettori
4.3.4.3.3 Valutazione delle sollecitazioni di taglio agenti sul sistema di connessione
4.3.4.3.4 Dettagli costruttivi della zona di connessione a taglio
4.3.4.3.5 Armatura trasversale
4.3.4.4 MODALITÀ ESECUTIVE
4.3.4.5 SPESSORI MINIMI
4.3.5. COLONNE COMPOSTE
4.3.5.1 GENERALITÀ E TIPOLOGIE
4.3.5.2 RIGIDEZZA FLESSIONALE, SNELLEZZA E CONTRIBUTO MECCANICO DELL’ACCIAIO
4.3.5.3 RESISTENZA DELLE SEZIONI
4.3.5.3.1 Resistenza della sezione per tensioni normali
4.3.5.3.2 Resistenza a flessione e taglio della sezione
4.3.5.4 STABILITÀ DELLE MEMBRATURE
4.3.5.4.1 Colonne compresse
4.3.5.4.2 Instabilità locale
4.3.5.4.3 Colonne pressoinflesse
4.3.5.5 TRASFERIMENTO DEGLI SFORZI TRA COMPONENTE IN ACCIAIO E COMPONENTE IN CALCESTRUZZO
4.3.5.5.1 Resistenza allo scorrimento fra i componenti
4.3.5.6 COPRIFERRO E MINIMI DI ARMATURA
4.3.6. SOLETTE COMPOSTE CON LAMIERA GRECATA
4.3.6.1 ANALISI PER IL CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI
4.3.6.1.1 Larghezza efficace per forze concentrate o lineari
4.3.6.2 VERIFICHE DI RESISTENZA ALLO STATO LIMITE ULTIMO
4.3.6.3 VERIFICHE AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO
4.3.6.3.1 Verifiche a fessurazione
4.3.6.3.2 Verifiche di deformazione
4.3.6.4 VERIFICHE DELLA LAMIERA GRECATA NELLA FASE DI GETTO
4.3.6.4.1 Verifica di resistenza
4.3.6.4.2 Verifiche agli stati limite di esercizio
4.3.6.5 DETTAGLI COSTRUTTIVI
4.3.6.5.1 Spessore minimo delle lamiere grecate
4.3.6.5.2 Spessore della soletta
4.3.6.5.3 Inerti
4.3.6.5.4 Appoggi
4.3.7. VERIFICHE PER SITUAZIONI TRANSITORIE
4.3.8. VERIFICHE PER SITUAZIONI ECCEZIONALI
4.3.9. RESISTENZA AL FUOCO
4.3.10. PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE E VERIFICA MEDIANTE PROVE

4.4. COSTRUZIONI DI LEGNO

4.5. COSTRUZIONI DI MURATURA

4.6. ALTRI SISTEMI COSTRUTTIVI

4.3. COSTRUZIONI COMPOSTE DI ACCIAIO - CALCESTRUZZO
Le strutture composte sono costituite da parti realizzate in acciaio per carpenteria e da parti realizzate in calcestruzzo armato (normale o precompresso) rese collaboranti fra loro con un sistema di connessione appropriatamente dimensionato.
Le presenti norme definiscono i principi e le regole generali per soddisfare i requisiti di sicurezza delle costruzioni con strutture composte in acciaio e calcestruzzo.
Per tutto quanto non espressamente indicato nel presente capitolo, per la progettazione strutturale, l’esecuzione, i controlli e la manutenzione deve farsi riferimento ai precedenti §§ 4.1 e 4.2 relativi alle costruzioni di calcestruzzo armato ed alle costruzioni di acciaio, rispettivamente.

4.3.1. VALUTAZIONE DELLA SICUREZZA
La valutazione della sicurezza è condotta secondo i principi fondamentali illustrati nel Capitolo 2.
I requisiti richiesti di resistenza, funzionalità, durabilità e robustezza si garantiscono verificando il rispetto degli stati limite ultimi e degli stati limite di esercizio della struttura, dei componenti strutturali e dei collegamenti descritti nella presente norma.
In aggiunta a quanto indicato in §§ 4.1 e 4.2 dovranno essere considerati gli ulteriori stati limite di seguito indicati.

4.3.1.1 STATI LIMITE ULTIMI
Stato limite di resistenza della connessione acciaio-calcestruzzo, al fine di evitare la crisi del collegamento tra elementi in acciaio ed elementi in calcestruzzo con la conseguente perdita del funzionamento composto della sezione.

4.3.1.2 STATI LIMITE DI ESERCIZIO
Stato limite di esercizio della connessione acciaio-calcestruzzo, al fine di evitare eccessivi scorrimenti fra l’elemento in acciaio e l’elemento in calcestruzzo durante l’esercizio della costruzione.

4.3.1.3 FASI COSTRUTTIVE
Le fasi costruttive, quando rilevanti, devono essere considerate nella progettazione, nell’analisi e nella verifica delle strutture composte.

4.3.2. ANALISI STRUTTURALE
Il metodo di analisi deve essere coerente con le ipotesi di progetto.
L’analisi deve essere basata su modelli strutturali di calcolo appropriati, a seconda dello stato limite considerato.

4.3.2.1 CLASSIFICAZIONE DELLE SEZIONI
La classificazione delle sezioni composte è eseguita secondo lo schema introdotto per le sezioni in acciaio in § 4.2.3. Nel calcolo si possono adottare distribuzioni di tensioni plastiche o elastiche per le classi 1 e 2, mentre per le classi 3 e 4 si debbono utilizzare distribuzioni di tensioni elastiche.
In particolare, per le sezioni di classe 1 e 2, l’armatura di trazione As in soletta, posta all’interno della larghezza collaborante ed utilizzata per il calcolo del momento plastico, deve essere realizzata con acciaio B450C e rispettare la condizione:

dove Ac è l’area collaborante della soletta di calcestruzzo , fctm è la resistenza media a trazione del calcestruzzo, fyk e fsk sono la resistenza caratteristica a snervamento dell’acciaio da carpenteria e di quello d’armatura rispettivamente, hc è lo spessore della soletta di calcestruzzo, z0 è la distanza tra il baricentro della soletta di calcestruzzo non fessurata e il baricentro della sezione composta non fessurata, δ è pari ad 1 per le sezioni in classe 2 e a 1,1 per le sezioni in classe 1.

4.3.2.2 METODI DI ANALISI GLOBALE
Gli effetti delle azioni possono essere valutati mediante l’analisi globale elastica anche quando si consideri la resistenza plastica, o comunque in campo non-lineare delle sezioni trasversali.
L’analisi lineare elastica può essere utilizzata per le verifiche agli stati limite di esercizio, introducendo opportune correzioni per tenere conto degli effetti non-lineari quali la fessurazione del calcestruzzo, e per le verifiche dello stato limite di fatica.
Gli effetti del trascinamento da taglio e dell’instabilità locale devono essere tenuti in debito conto quando questi influenzino significativamente l’analisi.

4.3.2.2.1 Analisi lineare elastica
In questo tipo di analisi si devono anche considerare, se rilevanti, la viscosità, la fessurazione, gli effetti della temperatura, il ritiro e le fasi costruttive.
Per costruzioni poco sensibili ai fenomeni del secondo ordine e quindi non suscettibili di problemi di stabilità globale, è possibile tenere in conto la viscosità nelle travi di impalcato sostituendo l’area delle porzioni in calcestruzzo, Ac, con aree equivalenti ridotte in ragione del coefficiente di omogeneizzazione n, cioè del rapporto tra i moduli elastici dei materiali, calcolato per breve e lungo termine. Quando le tensioni di lunga durata non siano preponderanti si può adottare un unico coefficiente di omogeneizzazione assumendo un modulo elastico del calcestruzzo pari alla metà del modulo elastico istantaneo, sia per le analisi a breve termine che per quelle a lungo termine. Per tenere in conto la fessurazione delle travi composte è possibile utilizzare due metodi.
Il primo consiste nell’effettuare una prima “analisi non fessurata” in cui l’inerzia omogeneizzata di tutte le travi è pari a quella della sezione interamente reagente, EJ1. Individuate, alla conclusione dell’analisi, le sezioni soggette a momento flettente negativo, nelle quali si hanno fenomeni di fessurazione, si esegue una seconda “analisi fessurata”. In tale analisi la rigidezza EJ1 è assegnata alle porzioni di trave soggette a momento flettente positivo, mentre la rigidezza fessurata ottenuta trascurando il calcestruzzo teso, EJ2, è assegnata alle porzioni di trave soggette a momento flettente negativo. La nuova distribuzione delle rigidezze e delle sollecitazioni interne è utilizzata per le verifiche agli stati limite di servizio ed ultimo.
Il secondo metodo, applicabile alle travi continue in telai controventati in cui le luci delle campate non differiscono tra loro di più del 60%, considera una estensione della zona fessurata all’estremità di ogni campata, caratterizzata da rigidezza EJ2, pari al 15 della luce della campata; la rigidezza EJ1 è assegnata a tutte le altre zone.
La rigidezza delle colonne deve essere assunta pari al valore indicato in § 4.3.5.2 della presente norma.
Gli effetti della temperatura devono essere considerati nel calcolo quando influenti. Tali effetti possono solitamente essere trascurati nella verifica allo stato limite ultimo, quando gli elementi strutturali siano in classe 1 o 2 e quando non vi siano pericoli di instabilità flesso-torsionale.
Il momento flettente ottenuto dall’analisi elastica può essere ridistribuito in modo da soddisfare ancora l’equilibrio tenendo in conto gli effetti del comportamento non-lineare dei materiali e tutti i fenomeni di instabilità.
Per le verifiche allo stato limite ultimo, ad eccezione delle verifiche a fatica, il momento elastico può essere ridistribuito quando la trave composta è continua o parte di un telaio controventato, è di altezza costante, non vi è pericolo di fenomeni di instabilità.
Nel caso di travi composte parzialmente rivestite di calcestruzzo, occorre anche verificare che la capacità rotazionale sia sufficiente per effettuare la ridistribuzione, trascurando il contributo del calcestruzzo a compressione nel calcolo del momento resistente ridotto nella situazione ridistribuita.
La riduzione del massimo momento negativo non deve eccedere le percentuali indicate nella Tab. 4.3.I.
Tab. 4.3.I - Limiti della ridistribuzione del momento negativo sugli appoggi

Se si utilizzano profili di acciaio strutturale di grado S355 o superiore la ridistribuzione può essere fatta solo con sezioni di classe 1 e classe 2, e non deve superare il 30% per le “analisi non fessurate” ed il 15% per le “analisi fessurate”.

4.3.2.2.2 Analisi plastica
L’analisi plastica può essere utilizzata per eseguire le verifiche allo stato limite ultimo quando:
– tutti gli elementi sono in acciaio o composti acciaio-calcestruzzo;
– i materiali soddisfano i requisiti indicati in § 4.3.3.1;
– le sezioni sono di classe 1;
– i collegamenti tra le membrature sono a completo ripristino di resistenza plastica e sono dotati di adeguata capacità di rotazione o di adeguata sovraresistenza.
Inoltre, nelle zone in cui è supposto lo sviluppo delle deformazioni plastiche (cerniere plastiche), è necessario che:
– i profili in acciaio siano simmetrici rispetto al piano dell’anima;
– la piattabanda compressa sia opportunamente vincolata;
– la capacità rotazionale della cerniera plastica sia sufficiente.

4.3.2.2.3 Analisi non lineare
L’analisi non lineare deve essere eseguita secondo le indicazioni in § 4.2.3.3.
I materiali devono essere modellati considerando tutte le loro non-linearità e deve essere tenuto in conto il comportamento della connessione a taglio tra gli elementi delle travi composte.
L’influenza delle deformazioni sulle sollecitazioni interne deve essere tenuta in conto quando rilevante.

4.3.2.3 LARGHEZZE EFFICACI
La distribuzione delle tensioni normali negli elementi composti deve essere determinata mediante un modello che tenga conto della diffusione degli sforzi nelle ali della trave metallica e nella soletta in calcestruzzo.
La larghezza efficace, beff, di una soletta in calcestruzzo può essere determinata mediante l’espressione:

dove b0 è la distanza tra gli assi dei connettori e bei=min (Le/8, bi) è il valore della larghezza collaborante da ciascun lato della sezione
composta (vedi fig. 4.3.1).
Fig. 4.3.1. - Definizione della larghezza efficace beff e delle aliquote bei

Le indica approssimativamente la distanza tra due punti di nullo del diagramma dei momenti. Nel caso di travi continue con flessione determinata prevalentemente da carichi distribuiti uniformi si possono utilizzare le indicazioni di Fig.4.3.2
Per gli appoggi di estremità la formula diviene:

essendo Le e beff,i relativi alla campata di estremità.
Fig. 4.3.2 - Larghezza efficace, beff, e luci equivalenti, Le, per le travi continue

4.3.2.4 EFFETTI DELLE DEFORMAZIONI
In generale, è possibile effettuare:
– l’analisi del primo ordine, imponendo l’equilibrio sulla configurazione iniziale della struttura;
– l’analisi del secondo ordine, imponendo l’equilibrio sulla configurazione deformata della struttura.
Gli effetti della geometria deformata (effetti del secondo ordine) devono essere considerati se essi amplificano significativamente gli effetti delle azioni o modificano significativamente il comportamento strutturale. L’analisi del primo ordine può essere utilizzata quando l’incremento delle sollecitazioni dovuto agli effetti del secondo ordine è inferiore al 10%. Tale condizione è ritenuta soddisfatta se:

dove αcr è il fattore amplificativo dei carichi di progetto necessario per causare fenomeni di perdita della stabilità dell’equilibrio
elastico.
Per i telai il valore di αcr può essere calcolato utilizzando l’espressione valida per le costruzioni in acciaio di cui al punto § 4.2.3.4.

4.3.2.5 EFFETTI DELLE IMPERFEZIONI
Nell’analisi strutturale si deve tenere conto, per quanto possibile, degli effetti delle imperfezioni.
A tal fine possono adottarsi adeguate imperfezioni geometriche equivalenti, a meno che tali effetti non siano inclusi implicitamente nel calcolo della resistenza degli elementi strutturali.
Si devono considerare nel calcolo:
– le imperfezioni globali per i telai o per i sistemi di controvento;
– le imperfezioni locali per i singoli elementi strutturali.
Nell’ambito dell’analisi globale della struttura, le imperfezioni degli elementi composti soggetti a compressione possono essere trascurate durante l’esecuzione dell’analisi del primo ordine. Le imperfezioni degli elementi strutturali possono essere trascurate anche nelle analisi al secondo ordine se:

Le imperfezioni, rappresentate da una curvatura iniziale delle colonne composte e delle membrature composte in genere, sono già considerate nelle curve della Tab. 4.3.III. Per le travi di impalcato le imperfezioni sono riportate nella formula di verifica nei riguardi dell’instabilità flesso-torsionale.
Per gli elementi in acciaio le imperfezioni sono già considerate nelle formule di verifica per l’instabilità riportate in § 4.2.4.1.3 della presente norma.

4.3.3. RESISTENZE DI CALCOLO
La resistenza di progetto dei materiali fd è definita mediante l’espressione:

dove fk è la resistenza caratteristica del materiale.
In particolare, nelle verifiche agli stati limite ultimi si assume γM pari a :
γC (calcestruzzo) = 1,5 ;
γA (acciaio da carpenteria) = 1,05 ;
γS (acciaio da armatura) = 1,15 ;
γV (connessioni) = 1,25 .
Nelle verifiche agli stati limite di esercizio si assume γM = 1.
Nelle verifiche in situazioni di progetto eccezionali si assume γM = 1.
Si assumono per i differenti materiali (acciaio da carpenteria, lamiere grecate, acciaio da armatura, calcestruzzo, ecc.) le resistenze
caratteristiche fk definite nel Capitolo 11 delle presenti norme. Nella presente sezione si indicano con fyk, fsk, fpk e fck, rispettivamente,
le resistenze caratteristiche dell’acciaio strutturale, delle barre d’armatura, della lamiera grecata e del calcestruzzo.

4.3.3.1 MATERIALI
4.3.3.1.1 Acciaio
Per le caratteristiche degli acciai (strutturali, da lamiera grecata e da armatura) utilizzati nelle strutture composte di acciaio e calcestruzzo si deve fare riferimento al § 11.3 delle presenti norme.
Le prescrizioni generali relative alle saldature, di cui al § 11.3 delle presenti norme, si applicano integralmente.
Per le procedure di saldatura dei connettori ed il relativo controllo si può fare riferimento a normative consolidate.
Nel caso si utilizzino connettori a piolo, l’acciaio deve rispettare le prescrizioni di cui al § 11.3.4.7.

4.3.3.1.2 Calcestruzzo
Le caratteristiche meccaniche del calcestruzzo devono risultare da prove eseguite in conformità alle indicazioni delle presenti norme sulle strutture di calcestruzzo armato ordinario o precompresso.
Nei calcoli statici non può essere considerata né una classe di resistenza del calcestruzzo inferiore a C20/25 né una classe di resistenza superiore a C60/75; per i calcestruzzi con aggregati leggeri, la cui densità non può essere inferiore a 1800 kg/m³, le classi limite sono LC20/22 e LC55/60.
Per classi di resistenza del calcestruzzo superiori a C45/55 e LC 40/44 si richiede che prima dell’inizio dei lavori venga eseguito uno studio adeguato e che la produzione segua specifiche procedure per il controllo qualità.
Qualora si preveda l’utilizzo di calcestruzzi con aggregati leggeri, si deve considerare che i valori sia del modulo di elasticità sia dei coefficienti di viscosità, ritiro e dilatazione termica dipendono dalle proprietà degli aggregati utilizzati; pertanto i valori da utilizzare sono scelti in base alle proprietà del materiale specifico.
Nel caso si utilizzino elementi prefabbricati, si rinvia alle indicazioni specifiche delle presenti norme.

4.3.4. TRAVI CON SOLETTA COLLABORANTE
4.3.4.1 TIPOLOGIA DELLE SEZIONI
Le sezioni resistenti in acciaio delle travi composte, Fig. 4.3.3, si classificano secondo i criteri di cui in § 4.2.3.1.
Qualora la trave di acciaio sia rivestita dal calcestruzzo, le anime possono essere trattate come vincolate trasversalmente ai fini della classificazione della sezione purché il calcestruzzo sia armato, collegato meccanicamente alla sezione di acciaio e in grado di prevenire l’instabilità dell’anima e di ogni parte della piattabanda compressa nella direzione dell’anima.
Fig. 4.3.3 - Tipologie di sezione composte per travi

4.3.4.2 RESISTENZA DELLE SEZIONI
Il presente paragrafo tratta sezioni composte realizzate con profili e soletta collaborante. Metodi e criteri di calcolo per la determinazione delle caratteristiche resistenti di sezione di travi composte rivestite possono essere trovati nel § 6.3 della UNI EN1994- 1-1.

4.3.4.2.1 Resistenza a flessione
Il momento resistente della sezione composta può essere ricavato utilizzando differenti metodi analogamente a quanto indicato per le costruzioni in acciaio.
La larghezza di soletta collaborante da utilizzare per le verifiche di resistenza delle sezioni può essere determinata secondo le indicazioni
del punto 4.3.2.3
La lamiera grecata utilizzata per la realizzazione dei solai collaboranti e disposta con le greche parallelamente all’asse del profilo in acciaio non deve essere considerata nel calcolo del momento resistente.

4.3.4.2.1.1 Metodo elastico
Il momento resistente elastico è calcolato sulla base di una distribuzione elastica delle tensioni nella sezione. Si deve trascurare il contributo del calcestruzzo teso. Il momento resistente elastico, Mel, è calcolato limitando le deformazioni al limite elastico della resistenza dei materiali: fcd per il calcestruzzo, fyd per l’acciaio strutturale e fsd per le barre d’armatura.

4.3.4.2.1.2 Metodo plastico
Il momento plastico di progetto, Mpl,Rd, si valuta assumendo tutti i materiali completamente plasticizzati, una tensione di compressione nel calcestruzzo pari a 0,85 fcd, e trascurando la resistenza a trazione del calcestruzzo.

4.3.4.2.1.3 Metodo elasto-plastico
Il momento resistente della sezione è ricavato attraverso una analisi non-lineare in cui sono impiegate le curve tensionideformazioni dei materiali. È assunta la conservazione delle sezioni piane. Il metodo è applicabile a sezioni di qualunque classe; è necessario quindi tenere in conto tutte le non linearità presenti, gli eventuali fenomeni di instabilità e il grado di connessione a taglio.

4.3.4.2.2 Resistenza a taglio
La resistenza a taglio verticale della membratura è affidata interamente alla trave metallica, la cui resistenza è calcolata secondo le formule riportate in §4.2.4.1.2.

4.3.4.3 SISTEMI DI CONNESSIONE ACCIAIO-CALCESTRUZZO
Nelle strutture composte si definiscono sistemi di connessione i dispositivi atti ad assicurare la trasmissione delle forze di scorrimento tra acciaio e calcestruzzo.
Per le travi, sull’intera lunghezza devono essere previsti connettori a taglio ed armatura trasversale in grado di trasmettere la forza di scorrimento tra soletta e trave di acciaio, trascurando l’effetto dell’aderenza tra le due parti.
Il presente paragrafo fornisce indicazioni generali sui sistemi di connessione tra la trave metallica e la soletta in calcestruzzo, e indicazioni specifiche per il calcolo della connessione con connettori duttili.
Il sistema di connessione si definisce duttile se possiede capacità deformativa sufficiente per giustificare l'ipotesi di comportamento plastico ideale nella struttura considerata; i connettori possono essere classificati “duttili” secondo quanto esposto in § 4.3.4.3.1.
Il concetto di connessione a completo o parziale ripristino si applica solo a travi nelle quali la verifica di resistenza delle sezioni critiche è effettuata con il metodo plastico. Un sistema di connessione si definisce a completo ripristino quando un incremento di resistenza della connessione non produce un incremento di capacità portante della trave. In caso contrario la connessione viene definita a parziale ripristino.
Il grado di connessione η è inteso, perciò, come il rapporto tra il numero effettivo di connettori a taglio presenti, N, e il numero di connettori che assicurano il completo sviluppo del momento resistente plastico della sezione composta, Nf.
Quando le sezioni di solo acciaio sono duttili o compatte (classe 1 e 2, secondo quanto definito ai §§ 4.2.3.1. e 4.3.4.1.) e sono progettate utilizzando il metodo plastico, si può utilizzare una connessione a taglio a parziale ripristino di resistenza solo se il carico ultimo di progetto è minore di quello che potrebbe essere sopportato dallo stesso elemento progettato con connessioni a completo ripristino di resistenza.
Le diverse tipologie dei connettori possono essere classificate secondo le seguenti categorie:
– connessioni a taglio;
– connessioni a staffa;
– connessioni composte da connettori a taglio e a staffa;
– connessioni ad attrito.
Nel presente paragrafo sono esposti metodi di calcolo per connessioni a taglio che impiegano pioli con testa in cui la trazione agente sul singolo connettore a taglio risulta minore di 1/10 della sua resistenza ultima.

4.3.4.3.1 Connessioni a taglio con pioli
4.3.4.3.1.1 Disposizione e limitazioni
I connettori a piolo devono essere duttili per consentire l’adozione di un metodo di calcolo plastico della connessione e per applicare il calcolo plastico per la definizione del momento resistente della trave.
Tale requisito di duttilità della connessione si ritiene soddisfatto se essi hanno una capacità deformativa a taglio superiore a 6 mm, ma tale valore deve essere convalidato da apposite prove o comunque certificato dal produttore dei pioli. In alternativa, il comportamento dei pioli può essere assunto come “duttile” sull’intera luce di una trave d’impalcato se:
- i pioli hanno una altezza minima dopo la saldatura pari a 76 mm ed un diametro pari a 19 mm;
- la sezione in acciaio ad I o H è laminata a caldo;
- quando, nel caso si utilizzino lamiere grecate per il solaio, queste siano continue sulla trave;
- in ogni greca sia disposto un unico piolo;
- la lamiera grecata soddisfi le limitazioni b0/hp  ≥ 2 e hp ≤ 60 mm (vedi Figure 4.3.4.a e 4.3.4.b);
- la forza agente in soletta sia calcolata utilizzando il metodo per il calcolo del momento plastico.
In ogni caso il grado di connessione η, definito al § 4.3.4.3, deve soddisfare le seguenti limitazioni:

dove con Le si è indicata la distanza, in metri, tra i punti di momento nullo nella parte di trave soggetta a momento positivo.
Alternativamente possono essere considerati come “duttili” i pioli aventi altezza non inferiore a 4 volte il loro diametro, un diametro compreso tra 16 mm e 25 mm, saldati su un profilo a piattabande uguali, ed un grado di connessione che rispetta le seguenti limitazioni:

Per una casistica più generale, si rimanda a normative di comprovata validità.

4.3.4.3.1.2 Resistenza dei connettori
La resistenza di progetto a taglio di un piolo dotato di testa, saldato in modo automatico, con collare di saldatura normale, posto in una soletta di calcestruzzo piena può essere assunta pari al minore dei seguenti valori:


dove:
γV è il fattore parziale definito al § 4.3.3;
ftk è la resistenza caratteristica a rottura dell’acciaio del piolo (comunque ftk ≤ 500 MPa );
fck è la resistenza cilindrica caratteristica del calcestruzzo della soletta;
Ecm è il valore medio del modulo elastico secante del calcestruzzo della soletta definito al § 11.2.10.3;
d è il diametro del piolo, compreso tra 16 e 25 mm;
hsc è l’altezza del piolo dopo la saldatura;

Nel caso di solette con lamiera grecata la resistenza di progetto dei connettori a piolo, calcolata per la soletta piena, deve essere convenientemente ridotta. Per lamiera disposta con le greche parallelamente all’asse del profilo, la resistenza della connessione a taglio è moltiplicata per il fattore riduttivo:

dove hsc è l’altezza del connettore, non maggiore di hp+75mm, e hsc , hp e b0 sono indicati in Fig.4.3.4(a).
Fig. 4.3.4(a) - Disposizione della lamiera grecata rispetto al profilo in acciaio

Se le greche sono orientate trasversalmente al profilo in acciaio (fig. 4.3.4(b)), il fattore riduttivo è

dove nr è il numero dei pioli posti dentro ogni greca. La (4.3.14) può essere utilizzata solo se ftk del connettore è inferiore a 450 MPa. Il valore di kt deve essere sempre inferiore ai valori riportati nella Tab. 4.3.II; l’espressione di kt è valida se hp≤85mm e b0≥hp e con connettori di diametro massimo pari a 20 mm nel caso di saldatura attraverso la lamiera e pari a 22 mm nel caso di lamiera forata.
Tab. 4.3.II - Limiti superiori del coefficiente kt

Fig. 4.3.4(b) - Disposizione della lamiera grecata rispetto al profilo in acciaio

4.3.4.3.2 Altri tipi di connettori
Per altri tipi di connettori, quali connettori a pressione, uncini e cappi, connettori rigidi nelle solette piene, la resistenza a taglio si deve valutare secondo normative di comprovata validità.

4.3.4.3.3 Valutazione delle sollecitazioni di taglio agenti sul sistema di connessione
Ai fini della progettazione della connessione, la forza di scorrimento per unità di lunghezza può essere calcolata impiegando l’analisi lineare elastica, l’analisi non lineare o, nel caso di connettori duttili, la teoria plastica.
Nel caso di analisi elastica, le verifiche devono essere condotte su ogni singolo connettore.
Per connessioni duttili a completo ripristino, la massima forza totale di scorrimento di progetto, V1d che deve essere contrastata da connettori distribuiti tra le sezioni critiche, si determina con equazioni di equilibrio plastico.
Se si utilizza per le sezioni trasversali la teoria elastica, anche la forza di scorrimento per unità di lunghezza deve essere calcolata utilizzando la teoria elastica. Le proprietà statiche della sezione trasversale devono essere uguali a quelle utilizzate nel calcolo delle tensioni normali.

4.3.4.3.4 Dettagli costruttivi della zona di connessione a taglio
Il copriferro al di sopra dei connettori a piolo deve essere almeno 20 mm. Lo spessore del piatto a cui il connettore è saldato deve essere sufficiente per l’esecuzione della saldatura e per una efficace trasmissione delle azioni di taglio. La distanza minima tra il connettore e il bordo della piattabanda cui è collegato deve essere almeno 20 mm.
L’altezza complessiva del piolo dopo la saldatura deve essere almeno 3 volte il diametro del gambo del piolo d. La testa del piolo deve avere diametro pari ad almeno 1,5 d e spessore pari ad almeno 0,4 d. Quando i connettori a taglio sono soggetti ad azioni che inducono sollecitazioni di fatica, il diametro del piolo non deve eccedere 1,5 volte lo spessore del piatto a cui è collegato.
Quando i connettori a piolo sono saldati sull’ala, in corrispondenza dell’anima del profilo in acciaio, il loro diametro non deve essere superiore a 2,5 volte lo spessore dell’ala.
Quando i connettori sono utilizzati con le lamiere grecate per la realizzazione degli impalcati negli edifici, l’altezza nominale del connettore deve sporgere non meno di 2 volte il diametro del gambo al di sopra della lamiera grecata. La larghezza minima della greca che può essere utilizzata negli edifici è di 50 mm.

4.3.4.3.5 Armatura trasversale
L’armatura trasversale della soletta deve essere progettata in modo da prevenire la rottura prematura per scorrimento o fessurazione longitudinale nelle sezioni critiche della soletta di calcestruzzo a causa delle elevate sollecitazioni di taglio create dai connettori.
L’armatura deve essere dimensionata in modo da assorbire le tensioni di scorrimento agenti sulle superfici “critiche” di potenziale rottura, a-a, b-b, c-c, d-d, esemplificate in Fig. 4.3.5.
Fig. 4.3.5 - Tipiche superfici di collasso a taglio nelle piattabande di calcestruzzo

La sollecitazione di taglio agente lungo le superfici critiche deve essere determinata coerentemente con le ipotesi di calcolo assunte per la determinazione della resistenza della connessione.
L’area di armatura trasversale in una soletta piena non deve essere minore di 0,002 volte l’area del calcestruzzo e deve essere distribuita uniformemente. In solette con lamiera grecata aventi nervature parallele o perpendicolari all’asse della trave, l’area dell’armatura trasversale non deve essere minore di 0,002 volte l’area del calcestruzzo della soletta posta al di sopra dell’estradosso della lamiera grecata e deve essere uniformemente distribuita.

4.3.4.4 MODALITÀ ESECUTIVE
Le modalità esecutive devono essere conformi alle indicazioni di normative di comprovata validità.

4.3.4.5 SPESSORI MINIMI
Per gli elementi di acciaio della struttura composta valgono le regole stabilite al § 4.2.9.1. delle presenti norme.
Nelle travi composte da profilati metallici e soletta in c.a. lo spessore della soletta collaborante non deve essere inferiore a 50 mm e lo spessore della piattabanda della trave di acciaio cui è collegata la soletta non deve essere inferiore a 5 mm.

4.3.5. COLONNE COMPOSTE
4.3.5.1 GENERALITÀ E TIPOLOGIE
Si considerano colonne composte soggette a compressione centrata, presso-flessione e taglio, costituite dall’unione di profili metallici, armature metalliche e calcestruzzo:
(a) sezioni completamente rivestite di calcestruzzo;
(b) sezioni parzialmente rivestite di calcestruzzo;
(c) sezioni scatolari rettangolari riempite di calcestruzzo;
(d) sezioni circolari cave riempite di calcestruzzo.
Fig. 4.3.6 - Tipi di sezioni per colonne composte, trattate nel presente paragrafo .

In generale è possibile concepire qualunque tipo di sezione trasversale, in cui gli elementi in acciaio e in calcestruzzo sono assemblati in modo da realizzare qualunque tipo di forma. Il progetto e le verifiche di tali elementi strutturali va eseguito utilizzando procedure numeriche affidabili che tengano in conto le non-linearità dei materiali e dei sistemi di connessione, i fenomeni di ritiro e viscosità, le non linearità legate alle imperfezioni.
Nel seguito vengono fornite indicazioni per verificare le colonne composte più comuni, vedi fig. 4.3.6, che rispettano i seguenti requisiti:
1. la sezione è doppiamente simmetrica;
2. la sezione è costante lungo l’altezza della colonna;
3. il contributo meccanico del profilato in acciaio δ , definito in § 4.3.5.2, è compreso tra 0,2 e 0,9;
4. la snellezza normalizzata λ , definita in § 4.3.5.2, è inferiore a 2.0;
5. per le sezioni interamente rivestite, fig. 4.3.6, i copriferri massimi che si possono considerare nel calcolo sono cy=0,4 · b e cz=0,3 · h;
6. il rapporto tra l’altezza hc e la larghezza bc della sezione deve essere 0,2 ≤ hc / bc ≤ 5,0;
7. l’armatura longitudinale utilizzata nel calcolo non deve essere maggiore del 6% della sezione in calcestruzzo.
Nei criteri di verifica, inoltre, si deve distinguere il caso in cui le sollecitazioni siano affidate interamente alla struttura composta dal caso in cui la costruzione venga realizzata costruendo prima la parte in acciaio e poi completandola con il calcestruzzo.

4.3.5.2 RIGIDEZZA FLESSIONALE, SNELLEZZA E CONTRIBUTO MECCANICO DELL’ACCIAIO
Il contributo meccanico del profilato in acciaio è definito dalla formula:

dove con Aa è indicata l’area del profilo in acciaio e con Npl,Rd la resistenza plastica di progetto a sforzo normale della sezione composta, definita in § 4.3.5.3.1.
La rigidezza flessionale efficace della sezione composta, EJeff, da utilizzarsi per la definizione del carico critico euleriano è data dalla formula:

dove ke è un fattore correttivo pari a 0,6, mentre Ja, Js e Jc sono i momenti di inerzia rispettivamente del profilo in acciaio, delle barre d’armature e del calcestruzzo ed Ec,eff è il modulo elastico efficace del calcestruzzo ottenuto tenendo conto degli effetti della viscosità in base alla relazione:

dove
Ecm è il modulo elastico istantaneo del calcestruzzo
φ è il coefficiente di viscosità definito al punto (11.2.10.7)
NeD è la massima azione assiale di progetto
NG,eD è l'aliquota di azione assiale dovuta alle azioni permanenti
La snellezza normalizzata della colonna è definita come:

dove Ncr è il carico critico euleriano definito in base alla rigidezza flessionale efficace della colonna composta e Npl,Rk è il valore caratteristico della resistenza a compressione dato da:

Nel calcolo delle sollecitazioni allo stato limite ultimo la rigidezza flessionale dovrebbe essere determinata in base alla relazione seguente per tenere conto degli effetti del secondo ordine:

dove k0 vale 0,9 e ke,II è assunto pari a 0,5.
Quando una colonna è particolarmente snella, oppure quando la costruzione richiede particolari livelli di sicurezza, è necessario considerare anche i fenomeni a lungo termine.

4.3.5.3 RESISTENZA DELLE SEZIONI
4.3.5.3.1 Resistenza della sezione per tensioni normali
La resistenza plastica di progetto della sezione composta a sforzo normale può essere valutata secondo la formula

dove Aa, Ac, As sono, rispettivamente, le aree del profilo in acciaio, della parte in calcestruzzo e delle barre d’armatura. Nel caso in cui si adottino sezioni riempite (Fig.4.3.6 c, d) è possibile sostituire il coefficiente 0.85 con il coefficiente 1.0, (fig. 4.3.6 c). Nelle colonne composte riempite realizzate con profili a sezione cava di forma circolare (fig.4.3.6 d) è possibile tenere in conto, nel calcolo della sforzo normale plastico resistente, degli effetti prodotti dal confinamento che il tubo in acciaio esercita sul calcestruzzo.
In particolare, è possibile fare riferimento a vari modelli di confinamento presenti nelle normative e nella documentazione tecnico/ scientifica di comprovata validità. In mancanza di più precise analisi e per elementi strutturali del tipo rappresentato nella Figura 4.3.7 è possibile utilizzare il seguente modello di confinamento.
La resistenza plastica di progetto della colonna circolare riempita di calcestruzzo, tenendo conto del confinamento, assume la seguente forma:



Figura 4.3.7 - Sezione tipo di colonna composta circolare riempita di calcestruzzo in cui è possibile considerare il confinamento del calcestruzzo

Il calcolo del momento resistente di progetto della colonna composta MRd in funzione dello sforzo normale NEd agente si ricava dal dominio di interazione M-N, che definisce la resistenza della sezione trasversale.
Per definire tale dominio di interazione N-M, è possibile utilizzare metodi presenti nelle normative e nella documentazione tecnica di comprovata validità oppure utilizzare apposite procedure e tecniche numeriche basate sull’integrazione dei legami costitutivi tensione-deformazione dell’acciaio e del calcestruzzo nella sezione composta.
È possibile, nel caso si utilizzino i tipi di sezione composta presentate nella Figura 4.3.6 e rispettose dei requisiti esposti in § 4.3.5.1, utilizzare un metodo semplificato per la definizione del dominio di interazione N-M (vedi Figura 4.3.8).
Figura 4.3.8 - Metodo semplificato per la valutazione del dominio di interazione N-M per le colonne composte

In tale metodo si assume il modello dello stress-block per il calcestruzzo, si trascura la resistenza a trazione del conglomerato e si adotta un metodo di calcolo plastico in cui le barre d’armatura sono assunte completamente snervate, così come il profilo in acciaio.
Il dominio non è rappresentato completamente, ma approssimato secondo una poligonale passante per quattro punti: A, B, C e D.
I punti A e B corrispondono, rispettivamente, alle sollecitazioni di forza normale centrata e flessione pura.
I punti C e D sono ottenuti fissando lo sforzo normale al valore Npm,Rd e 0,5 Npm,Rd, essendo Npm,Rd lo sforzo normale resistente di progetto della sola porzione di calcestruzzo della sezione composta:


4.3.5.3.2 Resistenza e taglio della sezione
La sollecitazione di taglio di progetto VEd agente sulla sezione deve essere distribuita tra la porzione in acciaio e la porzione in calcestruzzo in modo da risultare minore o uguale della resistenza di ognuna delle due parti della sezione. In assenza di analisi più accurate il taglio può essere suddiviso utilizzando la seguente formula:

dove
Mpl,Rd è il momento resistente di progetto della sezione composta mentre Mpl,a,Rd è il momento resistente di progetto della sola sezione in acciaio. In generale la sollecitazione di taglio di progetto sulla parte in acciaio, Va,Ed, non deve eccedere il 50% del taglio resistente di progetto della sola sezione in acciaio, Va,Rd (§ 4.2.4.1.2), per poterne così trascurare l’influenza sulla determinazione della curva di interazione N-M. In caso contrario è possibile tenerne in conto dell’interazione in base alle indicazioni del § 4.2.4.1.2.
Per semplicità è possibile procedere assegnando tutta l’azione di taglio VEd alla sola parte in acciaio.

4.3.5.4 STABILITÀ DELLE MEMBRATURE
4.3.5.4.1 Colonne compresse
La resistenza di progetto all’instabilità della colonna composta è data dalla formula:


Tab. 4.3.III - Curve di instabilità e fattori di imperfezione

4.3.5.4.2 Instabilità locale
I fenomeni di instabilità locale possono essere trascurati nel calcolo delle colonne se sono rispettate le seguenti disuguaglianze:
  



dove b e tf sono rispettivamente la larghezza e lo spessore delle ali del profilo ad I o H; d e t sono invece il diametro e lo spessore della sezione dei profili cavi; c è il copriferro esterno delle sezioni interamente rivestite.

4.3.5.4.3 Colonne pressoinflesse
La verifica a presso-flessione della colonna composta è condotta controllando che:

dove MEd, associato allo sforzo normale NEd, è il massimo valore del momento flettente nella colonna, calcolato considerando, se rilevanti, i difetti di rettilineità della colonna, vedi Tab. 4.3.III, e gli effetti del secondo ordine e Mppl,Rd(NEd) il momento resistente di progetto disponibile, funzione di NEd.
Il coefficiente αM è assunto pari a 0,9 per gli acciai compresi tra le classi S235 ed S355, mentre per l’S420 e l’S460 è posto pari a 0,8.
Gli effetti dei fenomeni del secondo ordine possono essere tenuti in conto incrementando i momenti ottenuti dall’analisi elastica tramite il coefficiente amplificativo:

4.3.5.5 TRASFERIMENTO DEGLI SFORZI TRA COMPONENTE IN ACCIAIO E COMPONENTE IN CALCESTRUZZO
La lunghezza di trasferimento degli sforzi tra acciaio e calcestruzzo non deve superare il doppio della dimensione minore della sezione trasversale oppure, se minore, un terzo dell’altezza della colonna.
Qualora, nel trasferimento degli sforzi, si faccia affidamento sulla resistenza dovuta all’aderenza ed all’attrito, il valore puntuale della tensione tangenziale può calcolarsi mediante un’analisi elastica in fase non fessurata. Il valore puntuale massimo non deve superare le tensioni tangenziali limite di aderenza fornite nel paragrafo successivo.
Se si realizza un collegamento meccanico, utilizzando connettori duttili di cui al § 4.3.4.3.1, si può effettuare una valutazione in campo plastico degli sforzi trasferiti, ripartendoli in modo uniforme fra i connettori.
Nelle sezioni parzialmente rivestite composte con profili metallici a doppio T, il calcestruzzo tra le ali deve essere collegato all’anima mediante connettori individuando un chiaro meccanismo di trasferimento tra il calcestruzzo e l’anima se vi è flessione secondo l’asse debole; inoltre, se la resistenza a taglio non è attribuita al solo profilo in acciaio, le staffe necessarie a raggiungere la resistenza a taglio della parte in calcestruzzo armato devono essere passanti o saldate all'anima.

4.3.5.5.1 Resistenza allo scorrimento fra i componenti
La resistenza allo scorrimento fra profili in acciaio e calcestruzzo è dovuta alle tensioni di aderenza, all’attrito all’interfaccia acciaio- calcestruzzo nonché al collegamento meccanico; la resistenza deve essere tale da evitare scorrimenti rilevanti che possano inficiare i modelli di calcolo considerati.
Nell’ambito del metodo di verifica agli stati limiti si può assumere una tensione tangenziale di progetto dovuta all’aderenza ed all’attrito, fino ai seguenti limiti:
– 0,30 MPa, per sezioni completamente rivestite;
– 0,55 MPa, per sezioni circolari riempite di calcestruzzo;
– 0,40 MPa, per sezioni rettangolari riempite di calcestruzzo;
– 0,20 MPa, per le ali delle sezioni parzialmente rivestite;
– 0 (zero), per l’anima delle sezioni parzialmente rivestite.
Se tali limiti vengono superati, l’intero sforzo va affidato a collegamenti meccanici. Il collegamento meccanico tra il profilo in acciaio a doppio T ed il calcestruzzo può essere realizzato mediante staffe saldate all’anima del profilo oppure passanti; un altro meccanismo di connessione può essere realizzato con pioli a taglio. In ogni caso è necessario definire un sistema di connessione dal chiaro funzionamento meccanico per il trasferimento delle sollecitazioni.
Qualora vi siano connettori a piolo sull’anima di sezioni in acciaio a doppio T o similari, le ali limitano l’espansione laterale del calcestruzzo incrementando la resistenza allo scorrimento dei pioli. Questa resistenza aggiuntiva si può assumere pari a μPRd/2, vedi Fig. 4.3.9, su ogni ala per ogni fila di pioli, essendo PRd la resistenza di progetto del singolo connettore. Si può assumere μ =0,5. Tali valori delle resistenze meccaniche sono considerati validi se la distanza tra le ali rispetta le limitazioni (vedi Fig. 4.3.9):
– 300 mm, se è presente un connettore per fila;
– 400 mm, se sono presenti due connettori per fila;
– 600 mm, se sono presenti tre o più connettori per fila.
Fig. 4.3.9 - Disposizione dei pioli per la connessione meccanica acciaio-calcestruzzo

4.3.5.6 COPRIFERRO E MINIMI DI ARMATURA
Si devono rispettare le seguenti limitazioni:
– il copriferro dell’ala delle colonne completamente rivestite deve essere non minore di 40 mm, né minore di 1/6 della larghezza dell’ala;
– il copriferro delle armature deve essere in accordo con le disposizioni relative alle strutture in calcestruzzo armato ordinario.
Le armature devono essere realizzate rispettando le seguenti indicazioni:
– l’armatura longitudinale, nel caso che venga considerata nel calcolo, non deve essere inferiore allo 0,3% della sezione in calcestruzzo;
– l’armatura trasversale deve essere progettata seguendo le regole delle strutture in calcestruzzo armato ordinario;
– la distanza tra le barre ed il profilo può essere inferiore a quella tra le barre oppure nulla; in questi casi il perimetro efficace per l’aderenza acciaio-calcestruzzo deve essere ridotto alla metà o a un quarto, rispettivamente (fig. 4.3.10);
– le reti elettrosaldate possono essere utilizzate come staffe nelle colonne rivestite ma non possono sostituire l’armatura longitudinale.
Nelle sezioni riempite di calcestruzzo generalmente l’armatura non è necessaria.
Fig. 4.3.10- Perimetro efficace delle barre di armatura.

4.3.6. SOLETTE COMPOSTE CON LAMIERA GRECATA
Si definisce come composta una soletta in calcestruzzo gettata su una lamiera grecata, in cui quest’ultima, ad avvenuto indurimento del calcestruzzo, partecipa alla resistenza dell’insieme costituendo interamente o in parte l’armatura inferiore.
La trasmissione delle forze di scorrimento all’interfaccia fra lamiera e calcestruzzo non può essere affidata alla sola aderenza, ma si devono adottare sistemi specifici che possono essere:
– a ingranamento meccanico fornito dalla deformazione del profilo metallico o ingranamento ad attrito nel caso di profili sagomati con forme rientranti, (a) e (b), Fig. 4.3.11;
– ancoraggi di estremità costituiti da pioli saldati o altri tipi di connettori, purché combinati a sistemi ad ingranamento (c), Fig. 4.3.11;
– ancoraggi di estremità ottenuti con deformazione della lamiera, purché combinati con sistemi a ingranamento per attrito, (d) Fig. 4.3.11.
Occorre in ogni caso verificare l’efficacia e la sicurezza del collegamento tra lamiera grecata e calcestruzzo.
Fig. 4.3.11 - Tipiche forme di connessione per ingranamento delle solette composte

4.3.6.1 ANALISI PER IL CALCOLO DELLE SOLLECITAZIONI
Nel caso in cui le solette siano calcolate come travi continue si possono utilizzare i seguenti metodi di analisi, già presentati nel paragrafo § 4.3.2.2:
(a) analisi lineare con o senza ridistribuzione;
(b) analisi globale plastica, a condizione che, dove vi sono richieste di rotazione plastica, le sezioni abbiano sufficiente capacità rotazionale;
(c) analisi elasto-plastica che tenga conto del comportamento non lineare dei materiali.
I metodi lineari di analisi sono idonei sia per gli stati limite ultimi, sia per gli stati limite di esercizio. I metodi plastici devono essere utilizzati solo nello stato limite ultimo.
Si può utilizzare, per lo stato limite ultimo, l’analisi plastica senza alcuna verifica diretta della capacità rotazionale se si utilizza acciaio da armatura B450C (di cui al § 11.3.2.1) e se le campate hanno luce minore di 3 m.
Se nell’analisi si trascurano gli effetti della fessurazione del calcestruzzo, i momenti flettenti negativi in corrispondenza degli appoggi interni possono essere ridotti fino al 30%, considerando i corrispondenti aumenti dei momenti flettenti positivi nelle campate adiacenti.
Una soletta continua può essere progettata come una serie di campate semplicemente appoggiate; in corrispondenza degli appoggi intermedi si raccomanda di disporre armature secondo le indicazioni del successivo § 4.3.6.3.1.

4.3.6.1.1 Larghezza efficace per forze concentrate o lineari
Forze concentrate o applicate lungo una linea parallela alle nervature della lamiera possono essere considerate ripartite su una larghezza bm operando una diffusione a 45° sino al lembo superiore della lamiera, vedi Fig. 4.3.12, secondo la formula:

dove:
bp è la larghezza su cui agisce il carico,
hc è lo spessore della soletta sopra la nervatura e hf è lo spessore delle finiture. Per stese di carico lineari disposte trasversalmente all’asse della greca si può utilizzare la medesima formula considerando come bp l’estensione della linea di carico. Possono assumersi differenti larghezze efficaci bm in presenza di differenti dettagli di armatura nella soletta così come indicato in altri riferimenti tecnici di cui al Capitolo 12.
Fig. 4.3.12 - Diffusione del carico concentrato

4.3.6.2 VERIFICHE DI RESISTENZA ALLO STATO LIMITE ULTIMO
Si considereranno di regola le seguenti verifiche:
– resistenza a flessione;
– resistenza allo scorrimento;
– resistenza al punzonamento ed al taglio.
Ai fini della verifica allo scorrimento occorre conoscere la resistenza a taglio longitudinale di progetto τu,Rd tipica della lamiera grecata prevista, determinata secondo i criteri di cui al Capitolo 11 delle presenti norme.
La resistenza di una soletta composta alle sollecitazioni di taglio-punzonamento è di regola valutata sulla base di una adeguata sperimentazione, condotta in modo da riprodurre le effettive condizioni della superficie di contatto tra lamiere e getto in calcestruzzo riscontrabili in cantiere.
Qualora si consideri efficace la sola lamiera grecata, attribuendo al calcestruzzo esclusivamente la funzione di contrasto all’imbozzamento locale, la resistenza può essere verificata in accordo con le indicazioni di normative di comprovata validità sui profilati sottili di acciaio formati a freddo.

4.3.6.3 VERIFICHE AGLI STATI LIMITE DI ESERCIZIO
4.3.6.3.1 Verifiche a fessurazione
L’ampiezza delle fessure del calcestruzzo nelle regioni di momento negativo di solette continue deve essere calcolata in accordo col § 4.1.2.2.4.
Qualora le solette continue siano progettate come semplicemente appoggiate in accordo con il precedente § 4.3.6.1, la sezione trasversale dell’armatura di controllo della fessurazione non deve essere minore di 0,2% dell’area della sezione trasversale del calcestruzzo posta al di sopra delle nervature nelle costruzioni non puntellate in fase di getto, e di 0,4% dell’area della sezione trasversale del calcestruzzo posta al di sopra delle nervature per le costruzioni puntellate in fase di getto.

4.3.6.3.2 Verifiche di deformazione
L’effetto dello scorrimento di estremità può essere trascurato se nei risultati sperimentali il carico che causa uno scorrimento di 0,5 mm è maggiore di 1,2 volte il carico della combinazione caratteristica considerata, oppure se la tensione tangenziale di scorrimento all’interfaccia è inferiore al 30% della tensione limite di aderenza τu,Rd.
Il calcolo delle frecce può essere omesso se il rapporto tra luce ed altezza non supera i limiti indicati nel precedente § 4.1 relativo alle strutture di c.a. e risulta trascurabile l’effetto dello scorrimento di estremità.

4.3.6.4 VERIFICHE DELLA LAMIERA GRECATA NELLA FASE DI GETTO
4.3.6.4.1 Verifica di resistenza
La verifica della lamiera grecata deve essere svolta in accordo con le indicazioni della normativa UNI EN1993-1-3 in materia di profilati sottili di acciaio formati a freddo. Gli effetti delle dentellature o delle bugnature devono essere opportunamente considerati nella valutazione della resistenza.

4.3.6.4.2 Verifiche agli stati limite di esercizio
L’inflessione della lamiera sotto il peso proprio ed il peso del calcestruzzo fresco, escludendo i carichi di costruzione, non deve essere maggiore di L/180 o 20 mm, essendo L la luce effettiva della campata fra due appoggi definitivi o provvisori.
Tali limiti possono essere aumentati qualora inflessioni maggiori non inficino la resistenza o l’efficienza del solaio e sia considerato nella progettazione del solaio e della struttura di supporto il peso addizionale dovuto all’accumulo del calcestruzzo. Nel caso in cui l’inflessione dell’estradosso possa condurre a problemi legati ai requisiti di funzionalità della struttura, i limiti deformativi debbono essere ridotti.

4.3.6.5 DETTAGLI COSTRUTTIVI
4.3.6.5.1 Spessore minimo delle lamiere grecate
Lo spessore delle lamiere grecate impiegate nelle solette composte non deve essere inferiore a 0,8 mm. Lo spessore della lamiera potrà essere ridotto a 0,7 mm quando in fase costruttiva vengano studiati idonei provvedimenti atti a consentire il transito in sicurezza di mezzi d’opera e personale.

4.3.6.5.2 Spessore della soletta
L’altezza complessiva h del solaio composto non deve essere minore di 80 mm. Lo spessore del calcestruzzo hc al di sopra dell’estradosso delle nervature della lamiera non deve essere minore di 40 mm.
Se la soletta realizza con la trave una membratura composta, oppure è utilizzata come diaframma orizzontale, l’altezza complessiva non deve essere minore di 90 mm ed hc non deve essere minore di 50 mm.

4.3.6.5.3 Inerti
La dimensione nominale dell’inerte dipende dalla più piccola dimensione dell’elemento strutturale nel quale il calcestruzzo è gettato.

4.3.6.5.4 Appoggi
Le solette composte sostenute da elementi di acciaio o calcestruzzo devono avere una larghezza di appoggio minima di 75 mm, con una dimensione di appoggio del bordo della lamiera grecata di almeno 50 mm.
Nel caso di solette composte sostenute da elementi in diverso materiale, tali valori devono essere portati rispettivamente a 100 mm e 70 mm.
Nel caso di lamiere sovrapposte o continue che poggiano su elementi di acciaio o calcestruzzo, l’appoggio minimo deve essere 75 mm e per elementi in altro materiale 100 mm.
I valori minimi delle larghezze di appoggio riportati in precedenza possono essere ridotti, in presenza di adeguate specifiche di progetto circa tolleranze, carichi, campate, altezza dell’appoggio e requisiti di continuità per le armature.

4.3.7. VERIFICHE PER SITUAZIONI TRANSITORIE
Per le situazioni costruttive transitorie, come quelle che si hanno durante le fasi della costruzione, dovranno adottarsi tecnologie costruttive e programmi di lavoro che non possano provocare danni permanenti alla struttura o agli elementi strutturali e che comunque non possano riverberarsi sulla sicurezza dell’opera.
Le entità delle azioni ambientali da prendere in conto saranno determinate in relazione alla durata della situazione transitoria e della tecnologia esecutiva.

4.3.8. VERIFICHE PER SITUAZIONI ECCEZIONALI
Per situazioni progettuali eccezionali, il progetto dovrà dimostrare la robustezza della costruzione mediante procedure di scenari di danno per i quali i fattori parziali γM dei materiali possono essere assunti pari ai valori precisati per il calcestruzzo nel § 4.1.4 e per l’acciaio nel § 4.2.6.

4.3.9. RESISTENZA AL FUOCO
Le verifiche di resistenza al fuoco potranno eseguirsi con riferimento a UNI EN 1994-1-2, utilizzando i coefficienti γM (vedi § 4.3.8) relativi alle combinazioni eccezionali.

4.3.10. PROGETTAZIONE INTEGRATA DA PROVE E VERIFICA MEDIANTE PROVE
La resistenza e la funzionalità di strutture e elementi strutturali può essere misurata attraverso prove su campioni di adeguata numerosità.
I risultati delle prove eseguite su opportuni campioni devono essere trattati con i metodi dell’analisi statistica, in modo tale da ricavare parametri significativi quali media, deviazione standard e fattore di asimmetria della distribuzione, sì da caratterizzare adeguatamente un modello probabilistico descrittore delle quantità indagate (variabili aleatorie).
Indicazioni più dettagliate al riguardo e metodi operativi completi per la progettazione integrata da prove possono essere reperiti nella Appendice D della UNI EN 1990:2006.